技術資料＞低粘度および高 μ 油環境下における浸炭材の疲労剥離特性

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技術資料
Technical Data

低粘度および高μ油環境下における浸炭材の疲労剥離特性
樋口成起＊1，田中優樹＊1，井上圭介＊2 ，光井秀明＊3 ，村上靖宏＊3

Fatigue Failure Characteristics of Carburized Steels Under Low
Viscosity and High μ Fluids
Shigeki HIGUCHI, Yuki TANAKA, Keisuke INOUE, Hideaki MITSUI andYasuhiro MURAKAMISynopsis
The automobile industry has been making various efforts to reduce fuel consumption due to CO2 emission regulations. Theviscosity of transmission fluids for gasoline engine vehicles, both automatic transmission fluid (ATF) and continuously variabletransmission fluid (CVTF), has been lowered in order to improve fuel efficiency by reducing stirring resistance and increasing
friction coefficient in CVTF in order to improve power transmission efficiency. On the other hand, lowering the viscosity andincreasing the friction coefficient of fluids may reduce fatigue failure properties because of thinning fluid film and increasing
friction force. However, the effects of these fluid property changes on fatigue failure life and its mode have not been investigated indetail, and there are many unclear points.
In this study, the fatigue failure life and its mode for SCM420H and high softening resistance steel (Daido’s DEG steel forencouraging vacuum carburization of gears) were investigated using a two-roller pitting machine using ultra-low viscosity andhigh μ fluids. As a result, the DEG steel with high softening resistance showed longer life than SCM420H in ultra-low viscosity andhigh μ fluids. Furthermore, it was found that when the failure mode was pitting, the life-extending effect of DEG steel was greater.

1．緒言

近年，環境規制を背景に自動車では、低燃費化のためにさまざまな取り組みがされている．ATF や CVTF のしては，疲労剥離寿命への跳ね返りが懸念される．しかしながら，低粘度，高 μ 油における疲労剥離寿命や損傷形態については，具体的に調査されておらず，不明確な部分が多い．

変速機用油剤では，攪拌抵抗低減による燃費向上を目的

歯車やプーリーにおける，面圧による疲労剥離損傷のに，低粘度化が指向されている 1）．また，CVTF につい一つがピッチングである．ピッチング抑制には，粗さ低ては，動力伝達効率のために，摩擦係数向上（高 μ 化）減 3）やショットピーニングによる圧縮残留応力付与 4），も検討されている 2）．油膜が低粘度化，高 μ 化すると油さらに高軟化抵抗鋼の適用 5） などが有効であることが膜の薄膜化や摩擦力の増大が生じるため，浸炭部品に対報告されている．高軟化抵抗鋼の適用は，直接的には接2020年 5月 15日 受付＊ 1 大同特殊鋼㈱技術開発研究所（Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.）＊ 2 大同特殊鋼㈱ソリューションパートナー部（Solutions Partoner Dept.,Daido Steel Co., Ltd.）＊ 3 アフトンケミカル・ジャパン㈱（Afton Chemical Japan Corporation）

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触面の軟化抑制によるものであるが，現在指向されている低粘度油，高 μ 油においてその有効性は調査されてる．Fluid A は，汎用的な低粘度油であり，Fluid B は，Fluid A よりもさらに低粘度なものである．Fluid C は，Fluid A とほぼ同等粘度で，摩擦係数 μ が高位なものでいない．
以上，本研究では，汎用鋼と高軟化抵抗鋼の低粘度ある．なお，Fluid B，C については，Fluid A よりも添油，高 μ 油下での疲労剥離寿命，および破損形態につ加剤成分量が多い．この添加剤成分増量の役割は，摩耗いて，ローラーピッチング試験（以下，RP 試験）によを抑制することであるが，その直接的な摩耗抑制効果り調査するとともに，これら剥離寿命に対する，高軟化は，部材表面と添加剤成分との化学反応で形成されるト抵抗鋼の有効性について明らかにした．

ライボフィルム（添加剤皮膜）がより厚くかつ硬く形成されることによる 1），2）．Fig. 2 には、トライボフィルム
厚さの違いの一例として，Fluid A，B におけるブロック

2．実験方法2.

１オンリング摩擦試験（ASTM D2714）後の試験片表面のオージェ電子分光法の結果を示す．鉄成分が低位となっ供試材ている部分がトライボフィルムに相当する．本図から，本研究で用いた鋼材の化学成分を Table 1 に示す．汎用鋼は，JIS-SCM420H を用い，高軟化抵抗鋼は，大同
6）トライボフィルム厚さは，Fluid A で約 20 nm，Fluid Bで約 80 nm であり，添加剤成分の多い Fluid B の方がよ特殊鋼㈱が開発した真空浸炭用高軟化抵抗鋼 （以下，り厚いトライボフィルムが形成させていることが分かDEG 鋼）を用いた．本 DEG 鋼は，Si，Mn，Cr などのる．

主要添加元素を調整することで，真空浸炭特有のエッジ過剰浸炭を抑制しつつ高い軟化抵抗性が得られるものでTable 2. Roughness, carburizing, hardness andある．

microstructure of RP specimen.
Table 1. Chemical composition (mass%).

MaterialC

SCM420H

0.20 0.20 0.72 0.99 0.15 Bal.

High softening
resistance steel

0.20SiMnCrAdd.

MoFeBal.

これら鋼材は，150 kg の真空誘導炉で溶製し，その後，熱間鍛造により φ32 mm の棒鋼に鍛伸した．このRa / Rz [μm]0.135 / 1.143

0.138 / 1.2920.650.71Hardness
at 0.05 mm [HV]701709Microstructure

Martensite(+retained γ)

Martensite(+retained γ)

24.2

28.7

1.28

1.26

Retained γ [%]ラ ー） を 作 製 し た． 続 い て 950 ℃ で の 真 空 浸 炭 処 理ECDat 513 HV depth [mm]RP 試験片は，試験部（転走面）の面粗さを揃えるため，片肉 150 μm の研磨を行い，転走面の直径を φ26.0 mm，粗さを Ra ≒ 0.14 μm に仕上げた．Table 2 には，RP 試験片の浸炭品質を示す．SCM420H，DEG 鋼ともに，表層硬さは約 700 HV であった．また，Fig. 1 には，浸炭後の RP 試験片を 275 ～ 350 ℃で 2 h 焼戻した後の表層硬さを示す．DEG 鋼は，いずれの焼戻し温度においても SCM420H 対比，硬さが高く，高い軟化抵抗性が得られていた．
Table 3 に本研究で用いた 3 種の油剤（Fluid A ～ C）の諸特性を示す．これらはいずれも動粘度（Kv100）で7 mm2/s 以下であり，低粘度に位置付けられる油剤であHardness at 0.05 mm depth [HV]（ModulTherm®，大同特殊鋼㈱製）を実施した後，油焼入れ，焼戻し（180 ℃× 7.2 ks）を行った．焼戻し後のHigh softening
resistance steel(DEG series)

Carburizing [wt.%]

棒鋼に 950 ℃の焼ならし処理を施した後，機械加工によ っ て φ26.3 mm × 130 mm の RP 試 験 片（ 駆 動 ロ ーSCM420H

750

SCM420H
High softening resistance steel

700
650

RP specimen

600
550
Tempering time: 2 h500
150

200250

300

350

400

Tempering temperature [ ]Fig. 1. Hardness at 0.05 mm depth in RP specimens
after tempering at 275~350 ℃ for 2 h.

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Table 3. Properties of fluids used in the testing.
Fluid C(high μ)

Kv40 [mm /s]

26.3

18.3

26.0

Viscosity Index

166

132

200

Metal on metal friction
0.125 m/s (JASO M358)

0.117

0.118

0.125

P

310

308

309

S730

1300

1000

Ca110243

296

B

70

150

142

Additive element[ppm]Concentration (mol %)Test: ASTM D2714-94, Block on Ring (LFW-1)
Sliding speed: 0.5 m/s
Load: 1780 N
Fluid temp.: 12010020 nm
80 nm
9080
Fe70
Fluid A
Fluid B
60
FeO
504030 OSCCa
20CPP
1000 20 40 60 80 100 120
0 20 40 60
Sputter depth (nm)Fig. 2. Concentration profile of elements determined byauger electron spectroscopy.

2.

2ＲＰ試験方法

ϕ130

6.2

R150

4.22

Drivenroller

Driveroller

Fast

ϕ26

5.8

Kv100 [mm2/s]

18ϕ12

Fluid A
Fluid B(low(ultra lowviscosity) viscosity)

39Slow28130
Fig. 3. Schematic diagram of RP testing.
Table 4. Condition of RP testing.
Test condition

Drive roller (specimen)
Driven roller (SUJ2 61±1 HRC)
Drive roller

φ26φ130 (R150)

Rev. [rpm]1500

Slip ratio [%]-60

Slip speed [m/s]-1.22

Maximum hertzian pressure [GPa] 3.090(Flow rate: 2 L/min)

Fluid temp. [℃]

疲労剥離寿命の各 n=2 の平均値を示している．Table 5に示すように，今回の RP 試験では，表面起点のピッチング破壊とき裂周辺に白色組織（ホワイトバンド）を伴った水素脆化型破壊（以下，WB 破壊）の 2 種の破損形態が認められた．Fig. 5 には，疲労剥離部の断面ミクロ組織の代表例を示す．WB 破壊では，表層より数百μm 位置において，き裂に沿った白色組織が観察された．
また，Fig. 6 には，疲労剥離部の外観写真の代表例を示す．ピッチング破壊では矢尻型の剥離を呈しているのに疲労剥離寿命および損傷形態の評価には，㈱ニッコー

対し，WB 破壊では矩形の剥離を呈していた．各油剤にクリエート製の RP 試験機を用いた．RP 試験は，Fig. 3

おける損傷形態について言及すると，汎用の低粘度油で接触させ，油潤滑環境下ですべりを与えながら回転さが認められたのに対し，さらに低粘度な Fluid B およびに示すように，駆動ローラーと従動ローラーを一定面圧である Fluid A では SCM420H，DEG 鋼ともに WB 破壊せることで駆動ローラーに疲労剥離を生じさせる試験で

高 μ な Fluid C では，WB 破壊は認められず，全てピッある．Table 4 に試験条件を示す．条件は一律とし，面チング破壊であった．なお，ピッチング破壊寿命は，圧 3 GPa，すべり速度 -1.22 m/s，油温 90 ℃にて行った．
また，試験数は各条件 n=2 とし，疲労剥離寿命は，振動検出により試験機が停止した cycle 数とした．なお，損傷形態は，損傷部の断面ミクロ観察により同定した．

Fluid B，C ともに，DEG 鋼の方が長寿命であった．

4．考察

3．ＲＰ試験結果

4. 1 疲労剥離寿命，損傷形態への油剤の影響

Table 5 に汎用鋼 SCM420H と高軟化抵抗鋼“DEG 鋼”

DEG 鋼ともに，Fluid A ＜＜ Fluid B ＜ Fluid C となった．の疲労剥離寿命と損傷形態を示す．また，Fig. 4 には，各油剤における疲労剥離寿命の優劣は，SCM420H，本節では，この序列の要因について考察する．

電気製鋼 第 91 巻 1 号 2020 年

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Table 5. Fatigue life and failure mode.
High softeningresistance steel

SCM420H

Fatigue life Fatigue Fatigue life Fatigue(×105 cycle) mode (×105 cycle) mode
Fluid A
Fluid B
Fluid C

Fluid B

Fluid C

3.4×105 cycle

20.3×105 cycle

28.3×105 cycle

Pitting

Pitting

SCM420H

N=1

2.3

Pitting

3.0

WB

WB

N=23.4

WB

3.8

WB

3.8×105 cycle

N=1

13.7

Pitting

39.7

Pitting

N=220.3

Pitting

37.6

Pitting

N=1

28.3

Pitting>100-

N=2>100->100-

37.6×105 cycle >100×105 cycle

High softening
resistancesteel
WB

Pitting
10 mm

Fig. 6. Photographs of RP specimen after failure.

100Fatigue Life (×105cycle)

Fluid A

まず，最も短寿命となった Fluid A に関し考察する．

Fluid A が最も短寿命になった要因は，ピッチング破壊に至る前に，早期に WB 破壊が発生したことによると考え10られる．そのため，Fluid A での短寿命化の要因について
は，WB 破壊のメカニズムに着眼し考察する．WB 破壊
は、すべりを伴う環境の場合，摩耗で露出した新生面と油剤とのトライボケミカル反応により発生した水素が，1
Fluid A Fluid B Fluid C Fluid A Fluid B Fluid C
SCM420H

High softening
resistance steel

鋼中に侵入することで起こると考えられている 7），8）．さらに，転走面の摩耗量に応じ，侵入水素量が多くなることも報告されている 9）．これら知見より，今回の RP 試
験においても，摩耗量に応じて侵入水素量が変化し，損Fig. 4. Fatigue life of RP specimen.

傷形態が異なった可能性が考えられる．Fig. 7 に転走面の摩耗速度について，各 n=2 の平均値を示す．ここPitting (surface failure)

での摩耗速度は、試験後の試験片において、剥離していない箇所の最大摩耗量を試験時間で除した値とした．
Fig. 7 に示すように，SCM420H，DEG 鋼ともに，Fluid
A の摩耗速度は，Fluid B，C よりも著しく速いことがWhite band (internal failure)

500 μm分かる．つまり，Fluid A でのみ WB 破壊が起きたのは，摩耗速度が速いために，より多くの水素が発生，侵入したことによると考えられる．なお，Fluid A において，摩耗速度が速かったのは，Fluid B，C よりも添加剤成分量が少ないことにより，形成されるトライボフィルムが500 μm
WB

Slip direction

薄くかつ軟質だったためと推察される．
次に，ピッチング破壊となった Fluid B，C について，Fluid C の方が長寿命であった要因について考察する．
RP 試験におけるピッチング寿命は，面圧，滑り速度，摩擦係数 μ の他，鋼材中の残留応力，軟化抵抗性など，多くの因子に影響されるが，油剤の違いにより差異が生

25 μm
Fig. 5. Example of microstructure at cross section of RP
specimen.

じる因子は摩擦係数 μ である．そして，摩擦係数 μ は接触面の潤滑状態に依存する．通常，潤滑状態が悪いと摩擦係数 μ は大きくなるため，接触面での摩擦力や発熱量が増大し，疲労剥離寿命も短くなる．Fluid B，C

0.18
0.16
0.14
0.12
0.1
0.08
0.06
0.04
0.020λ=hmin/ (Rq12+Rq22) (-)

Wear rate (μm/min)

技術資料＞低粘度および高 μ 油環境下における浸炭材の疲労剥離特性

0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0

Fluid B

Fluid A Fluid B Fluid C Fluid A Fluid B Fluid C
SCM420H

41

Fluid C

Fig. 8. λ vale of each fluid.

High softening
resistance steel

4.

Fig. 7. Wear rate of each fluid.

2

高軟化抵抗鋼（DEG鋼）における疲労剥離寿命向上の要因

Fluid B，C において，高軟化抵抗鋼はピッチング寿命の寿命差の要因については，この潤滑状態に着眼し考察向上に非常に有効であることが分かった．ここでは，そする．今回，潤滑状態を示す指標として，式（1）に示の寿命向上要因について考察する．ピッチング破壊の素10）．この λ 値は，最小油膜過程は，まず数十 μm の微小亀裂が発生し，その亀裂が厚さ hmin と試験片両面の合成表面粗さ（Rq12+Rq22）1/2 の進展することで剥離に至ると考えられている 12）．Fig. 9 にされる膜厚比 λ 値を用いた比で表され、この λ 値が小さい程，潤滑状態が悪く，すは，その素過程の模式図を示しているが，ここでは，初なわち摩擦係数 μ も大きくなることを意味する．Fig. 8期段階である，微小亀裂生成に着眼し考察する．Fig. 10

膜厚さは，式（2）に示す弾性流体潤滑（EHL：Elasto-い転走面の SEM 像を示す．SCM420H では，Fluid B，Cに Fluid A ～ C における λ 値を示す．ここでの最小油Hydrodynamic Lubrication）下における膜厚計算式11）を

hmin=3.68× U

0.68×G0.49×W-0.073

× (1-e-0.67k

速度パラメータ：U=η × u× /(E× Rx)
0

荷重パラメータ：W=w/(E× Rx )2材料パラメータ：G=α× E

ともに，数十 μm 幅の微小亀裂が多数発生しているのに対し，DEG 鋼ではほとんど発生していなかった．本結用い，合成粗さは，試験前の値を用いた．
λ=hmin/√ (Rq12+Rq22)には，Fluid B，C における試験後の剥離損傷していな（1）

果から，Fluid B，C における DEG 鋼の寿命向上は，初（2）期段階での微小亀裂抑制が一因であると考えられる．なη ：大気圧下の粘度

お，それらの抑制は摩耗抑制と同様に、高軟化抵抗に起u：平均速度因したものと考えられる．Fig. 11 に転走面表層の軟化)
0

E：等価弾性係数

速度について，各 n=2 の平均値を示す．ここでの軟化

Rx：等価曲率半径

速度は，試験後の試験片において、剥離していない箇所

w：荷重の表層から 0.05 μm 位置硬さを試験時間で除した値としα：粘土圧力係数た．Fig. 11 に示すように，実際に DEG 鋼の方が表層硬さは高く保たれており，これが初期亀裂生成の抑制に寄Fig. 8に示すように，Fluid Cの方が Fluid Bよりも λ値は与したと考えられる．なお，DEG 鋼の寿命向上要因と大きく，転走面における潤滑状態は良かったことが分かしては，ピッチング破壊の素過程で考えると，き裂進展る．つまり，Fluid Cの方が長寿命であった要因は，潤速度が遅くなったことによる可能性も考えられるが，こ滑状態が良かったことで，摩擦係数 μがより小さくなっの要因有無の解析については，今後の課題としたい．

たことによると推察される．なお，ブロックオンリング

Repeated stress

摩擦試験で評価した Table 3の摩擦係数は，Fluid Cの方が大きい値となっており，上記記述とは矛盾する．これは，ブロックオンリング摩擦試験が RP試験と異なる潤滑状態（評価 λ域が異なる）での評価だったためと推察

TensileCompression

Wear rate Crack growth rate
Pitting
Crack growthsurface failure

Initial crack
Wear rate Crack growth rate

され，今回の RP試験における摩擦係数 μは，上述の通り，Fluid Cの方が小さかったと考えられる．

Tribofilm
or Oxidefilm

Wear of crack
New surface
H2 intrusion

White bandinternal failure

H2H2Fig. 9. Schematic illustration of failure process in RPtesting.

42

電気製鋼 第 91 巻 1 号 2020 年

Fluid B

Fluid Cは，添加剤成分量が少ないために，摩耗速度が著しく速かったことによると考えられる．さらに，FluidBよりも Fluid Cの方が長寿命であったのは，Fluid Cの方が，転送面における潤滑状態が良く，その結果，

SCM420H
20.3×105 cycle

100×105 cycle（文High softening
resistancesteel献）1）村上靖宏：トライボロジー会議 2018 秋，（2018）．

2）成田恵一：トライボロジスト，63（2018），8，526．
37.6×105 cycle

100×105 cycle
400 μmFig. 10. SEM images of rolling surface after failure.

Softening rate (HV/h)

摩擦係数 μもより小さくなったためと考えられる．

3）中西勉，有浦泰常，上野拓：日本機械学会論文集，52（1986），477，1649．

4）橋本宗到：ショットピーニング技術，4（1993），3，101．

2
1.75
1.5
1.25
10.75
0.5
0.25
05）石倉亮平，井上圭介，小林祐次，辻俊哉：電気製鋼，81（2010），99．

6）秦野敦臣：電気製鋼，80（2009），77．

7）川村隆之：NTN TECHNICAL REVIEW，85（2017），84．

8）森誠之，七尾英考：表面科学，19（1998），6，379．

9）M. KOHARA，T. Kawamura，M. Egami：Study on

Fluid B

Fluid C

Fluid BSCM420H

Fluid CHigh softening
resistance steel

Fig. 11. Softening rate in RP testing.

5．結言

Mechanism of Hydrogen Generation from Lubricants，Tribology Transactions，49（2006），53．

10）兼田楨宏：日本機械学会論文集，74（2008），1931．

11）杉村丈一：トライボロジスト，49（2004），10，799．

12）海藤広崚，川元康裕，太田順子，中島亮，長藤圭介，
七野勇人，中尾政之，濱口哲也：日本機械学会論文
集 C編，77（2011），773，187．

RP 試験機を用いて，汎用鋼 SCM420H と高軟化抵抗鋼“DEG 鋼”の低粘度油，高 μ 油における疲労剥離寿
命および破損形態を調査した．
1．汎用の低粘度油“Fluid A”
では，SCM420H，DEG
鋼ともに，WB破壊が認められ，さらに低粘度な“Fluid B”
および高 μである“Fluid C”
については，SCM420H，DEG鋼ともに，WB破壊は認められず，全てピッチング破壊であった．
2．また，ピッチング破壊となった Fluid B，Cについては，DEG鋼の方が長寿命であった．DEG鋼の寿命向

樋口成起

田中優樹

光井秀明

村上靖宏

上要因は，微小亀裂生成抑制がその一要因であると考えらえる．
3．各油剤における疲労剥離寿命の優劣は，両鋼材ともに，Fluid A＜＜ Fluid B＜ Fluid Cの順であった．

Fluid Aが最も短寿命であったのは，WB破壊の発生による．なお，Fluid Aでのみ WB破壊が発生したの

井上圭介